JPS58147509A - ステンレス鋼の溶製方法 - Google Patents
ステンレス鋼の溶製方法Info
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- JPS58147509A JPS58147509A JP3008382A JP3008382A JPS58147509A JP S58147509 A JPS58147509 A JP S58147509A JP 3008382 A JP3008382 A JP 3008382A JP 3008382 A JP3008382 A JP 3008382A JP S58147509 A JPS58147509 A JP S58147509A
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- Japan
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- blowing
- bath
- molten metal
- tuyere
- stainless steel
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Classifications
-
- C—CHEMISTRY; METALLURGY
- C21—METALLURGY OF IRON
- C21C—PROCESSING OF PIG-IRON, e.g. REFINING, MANUFACTURE OF WROUGHT-IRON OR STEEL; TREATMENT IN MOLTEN STATE OF FERROUS ALLOYS
- C21C5/00—Manufacture of carbon-steel, e.g. plain mild steel, medium carbon steel or cast steel or stainless steel
- C21C5/28—Manufacture of steel in the converter
- C21C5/30—Regulating or controlling the blowing
- C21C5/34—Blowing through the bath
Landscapes
- Engineering & Computer Science (AREA)
- Chemical & Material Sciences (AREA)
- Manufacturing & Machinery (AREA)
- Materials Engineering (AREA)
- Metallurgy (AREA)
- Organic Chemistry (AREA)
- Treatment Of Steel In Its Molten State (AREA)
Abstract
(57)【要約】本公報は電子出願前の出願データであるた
め要約のデータは記録されません。
め要約のデータは記録されません。
Description
【発明の詳細な説明】
この発明は、ステンレス鋼の溶極方法に闘し・とくに内
外二重管状の羽目を有する精練容器を用いて迅速なステ
ンレス鋼の溶製を行う際に羽目の消耗を有利に軽減しし
かもそれに附随したＣピックアップを僅少ならしめる底
吹き吹錬条件の改善に関する開発成果を提案しようとす
るものである０ここに上記精練客器としては溶製をすべ
きステンレス鋼の組成に対応した原料溶融金属を仕込ん
で羽目を通し溶融金属の浴中に涜素と不活性ガスとの混
合になる精錬ガスの吹込みを行う底吹き転炉、または該
転炉の炉口から炉内に吊下したランスにより溶融金属の
浴面に向う酸素気流の吹付けを加える上、底吹き併用転
炉を、用いることができる。
外二重管状の羽目を有する精練容器を用いて迅速なステ
ンレス鋼の溶製を行う際に羽目の消耗を有利に軽減しし
かもそれに附随したＣピックアップを僅少ならしめる底
吹き吹錬条件の改善に関する開発成果を提案しようとす
るものである０ここに上記精練客器としては溶製をすべ
きステンレス鋼の組成に対応した原料溶融金属を仕込ん
で羽目を通し溶融金属の浴中に涜素と不活性ガスとの混
合になる精錬ガスの吹込みを行う底吹き転炉、または該
転炉の炉口から炉内に吊下したランスにより溶融金属の
浴面に向う酸素気流の吹付けを加える上、底吹き併用転
炉を、用いることができる。
＃１１図（ａ） 、 （ｂ）にそれぞれ上、底吹き併用
転炉による吹錬の概念と、羽目の部分断面を示し、図中
１は炉体、２は炉底、８は羽口であり、４は内管１６は
外管、ａはマツシュルーム、テはランスである。
転炉による吹錬の概念と、羽目の部分断面を示し、図中
１は炉体、２は炉底、８は羽口であり、４は内管１６は
外管、ａはマツシュルーム、テはランスである。
かような転炉゛型精練容器内に溶製をすべきステンレス
鋼の組成に対応した原料溶融金属を仕込み・羽口δを通
し酸素と、ｉ１素もしくはアルゴンなど不活性ガスとの
混合ガスすなわち精錬ガスを溶融金属の浴中に吹込んで
吹錬を行うとき、羽口８から浴中に放出される酸素は溶
融金属中のｏｒ 、 。
鋼の組成に対応した原料溶融金属を仕込み・羽口δを通
し酸素と、ｉ１素もしくはアルゴンなど不活性ガスとの
混合ガスすなわち精錬ガスを溶融金属の浴中に吹込んで
吹錬を行うとき、羽口８から浴中に放出される酸素は溶
融金属中のｏｒ 、 。
およびｙｅなどに対し噌化反応を起して羽口８の亡傍に
おける溶融金属は着しく高温となる。
おける溶融金属は着しく高温となる。
発明者らは、従来ステンレス鋼の溶製精練に多用された
ＡＯＤ法に準じて羽口８の外管５がら冷却ガスとして窒
素またはアルゴンを放出させて第１図（ａ）に示した上
、底吹き併用転炉からなる精錬容器での吹錬に適応させ
る開発研究を行ったところ外管６から放出させた不活性
ガスによる冷却効果が不充分で、羽口８の吹＃ｉＩｌチ
ャージ当り溶損速度が表１に示すようにかなりに着しく
、炉底寿命が短命におわることを経験した。
ＡＯＤ法に準じて羽口８の外管５がら冷却ガスとして窒
素またはアルゴンを放出させて第１図（ａ）に示した上
、底吹き併用転炉からなる精錬容器での吹錬に適応させ
る開発研究を行ったところ外管６から放出させた不活性
ガスによる冷却効果が不充分で、羽口８の吹＃ｉＩｌチ
ャージ当り溶損速度が表１に示すようにかなりに着しく
、炉底寿命が短命におわることを経験した。
表１に示すように＆）ム寿命が着しく短いのは前述のと
おり外管羽目からの冷却効果が不十分であるためであり
、そこで底吹き転炉で行っているように外管すへ炭化水
素ガス（プロパン）を付加する実験を行なった。ここに
ステンレス＃Ｉｉ溶製時に炭化水素ガスを付加すること
は翫脱炭効率の低下およびこれによる諸態単位−ガス原
単位の上昇、Ｆ８−８１合金鉄の上昇など−の不利をま
ねくおそれがあるところ、発明者らは後述するようにし
てｇ原単位を上昇させることなく、最適な炭化水素ガス
吹込み方法を見出したのである。
おり外管羽目からの冷却効果が不十分であるためであり
、そこで底吹き転炉で行っているように外管すへ炭化水
素ガス（プロパン）を付加する実験を行なった。ここに
ステンレス＃Ｉｉ溶製時に炭化水素ガスを付加すること
は翫脱炭効率の低下およびこれによる諸態単位−ガス原
単位の上昇、Ｆ８−８１合金鉄の上昇など−の不利をま
ねくおそれがあるところ、発明者らは後述するようにし
てｇ原単位を上昇させることなく、最適な炭化水素ガス
吹込み方法を見出したのである。
この発明は、内外二重管状の羽目を有する精錬容器から
なり、該容器内につくろうとするステンレス鋼の組成に
対応した原料溶融金属を仕込んで羽目を通し溶融金属の
浴中に酸素と不活性ガスとの混合になる精錬ガスの吹込
みを行う底吹き転炉１または該転炉の炉口から炉内に吊
下したランスにより溶融金属の浴面に向う酸素気流の吹
付けを加える上、底吹き併用転炉で、ステンレス鋼の酸
素精錬を行うに際して、酸素による脱炭吹錬期にあって
は、浴中療素吹込み流量の８〜８囁の比率で・脱炭吹錬
期に引き続く還元処理過程中は全不活性ガス吹込み流量
の０ 、 ト５％の比率において炭化水素ガスを羽口外
管から浴中へ放出させることからなるステンレス鋼の溶
一方法である。
なり、該容器内につくろうとするステンレス鋼の組成に
対応した原料溶融金属を仕込んで羽目を通し溶融金属の
浴中に酸素と不活性ガスとの混合になる精錬ガスの吹込
みを行う底吹き転炉１または該転炉の炉口から炉内に吊
下したランスにより溶融金属の浴面に向う酸素気流の吹
付けを加える上、底吹き併用転炉で、ステンレス鋼の酸
素精錬を行うに際して、酸素による脱炭吹錬期にあって
は、浴中療素吹込み流量の８〜８囁の比率で・脱炭吹錬
期に引き続く還元処理過程中は全不活性ガス吹込み流量
の０ 、 ト５％の比率において炭化水素ガスを羽口外
管から浴中へ放出させることからなるステンレス鋼の溶
一方法である。
さて第１図に上記精錬容器内におけるｏ 、 ｏｒの挙
動を示し、当然のことながら低炭酸になるほどｏｒの酸
化ロスが多いのは、ムＯＤと同様であるが、高炭域では
Ｏｒの低下が少なく、脱炭効率の良いことがわかる。
動を示し、当然のことながら低炭酸になるほどｏｒの酸
化ロスが多いのは、ムＯＤと同様であるが、高炭域では
Ｏｒの低下が少なく、脱炭効率の良いことがわかる。
このような両成分の挙動からステンレス鋼吹錬時に炭化
水素ガスを吹込むことのポイントは、高炭域で多量の炭
化水素ガスを吹込んでも脱炭効率への影響は少なく、低
炭酸で脱炭効率が低下した時にＯｒ酸化ロスを助長させ
ることのない適当慮を兇出すことにある。
水素ガスを吹込むことのポイントは、高炭域で多量の炭
化水素ガスを吹込んでも脱炭効率への影響は少なく、低
炭酸で脱炭効率が低下した時にＯｒ酸化ロスを助長させ
ることのない適当慮を兇出すことにある。
第８図に炭化水素ガスとしてプロパンを用いプロパンの
添加量の区分ム、Ｂ、Ｏ，Ｄに応じその区分毎に、吹錬
全酸素量に対するＣｍ度の挙動を示すように００．８％
を超える高炭域ではグロパン添加層の影響が少ないこと
がわがる〇 ＃！４図にプロパン吹込みの有無によるｏｎ、ｇ〜０．
５僑付とでのＱｒロス量の比較を示した実績によれば、
プロパンにょる加炭によって若干の吹錬時間の社長とな
るもののＱｌ” Ｗスには、大差がない。
添加量の区分ム、Ｂ、Ｏ，Ｄに応じその区分毎に、吹錬
全酸素量に対するＣｍ度の挙動を示すように００．８％
を超える高炭域ではグロパン添加層の影響が少ないこと
がわがる〇 ＃！４図にプロパン吹込みの有無によるｏｎ、ｇ〜０．
５僑付とでのＱｒロス量の比較を示した実績によれば、
プロパンにょる加炭によって若干の吹錬時間の社長とな
るもののＱｌ” Ｗスには、大差がない。
精力プロパンの流量を変動させた場合の羽目δ上におけ
るマツシュルーム６による羽口保護状況と煉瓦のスポー
リング性の比較を、第６図（ａ） 、 （ｂｌおよび第
６図に示した。この実験時のガス流電は１１！８に描げ
たとおりである。
るマツシュルーム６による羽口保護状況と煉瓦のスポー
リング性の比較を、第６図（ａ） 、 （ｂｌおよび第
６図に示した。この実験時のガス流電は１１！８に描げ
たとおりである。
表 ８
プロパン比率を少なくした場合、マツシュルーム６の直
径および隆起は小さくなり、羽目保−の観点から不十分
と考えられるが羽目付近での煉瓦のスポーリングはあま
り見られない。
径および隆起は小さくなり、羽目保−の観点から不十分
と考えられるが羽目付近での煉瓦のスポーリングはあま
り見られない。
逆にプロパン比率を上げた場合マツシュルーム６の直径
および隆起は大きい反面で羽目８付近での亀裂８が生じ
煉瓦のスポーリングによるはく落が顕著となってやはり
羽目保護の観点から効果的でない。マツシュルーム６の
直径はほぼその隆起の高さに比例するので隆起の高さと
スポーリング性をＩＩ珊して＃１６図に示した・ プロパン比率がｏ憾の場合全熱マツシュルーム６は生成
されない。２俤程度では小さいマツシュルームが生成さ
れはじめ、それ以降はプロパン比率に比例して羽口８は
・より有効に保護されるようになる。
および隆起は大きい反面で羽目８付近での亀裂８が生じ
煉瓦のスポーリングによるはく落が顕著となってやはり
羽目保護の観点から効果的でない。マツシュルーム６の
直径はほぼその隆起の高さに比例するので隆起の高さと
スポーリング性をＩＩ珊して＃１６図に示した・ プロパン比率がｏ憾の場合全熱マツシュルーム６は生成
されない。２俤程度では小さいマツシュルームが生成さ
れはじめ、それ以降はプロパン比率に比例して羽口８は
・より有効に保護されるようになる。
精力プロパン比率が８嘩と多量になると、羽［］の冷却
が過剰気味で煉瓦に亀ｌｉｅが発生してはく落１〜継続
的に急皺な羽口の損耗現象が晃られるようになった。従
ってプロパン比率としては内管鴫中の＃＃ｔｔＩｔ、鰍
に対して！〜ｓｅｗ度の範囲が適当である。
が過剰気味で煉瓦に亀ｌｉｅが発生してはく落１〜継続
的に急皺な羽口の損耗現象が晃られるようになった。従
ってプロパン比率としては内管鴫中の＃＃ｔｔＩｔ、鰍
に対して！〜ｓｅｗ度の範囲が適当である。
次にＣが０．８嘩未満の低炭域になると、前述の＾脚域
の場合と比較してまずｆｇ−濃度が１７００°Ｃ以Ｅの
ように甚だ高温になるうえ、Ｏｒの酸化が顕著となって
羽目付近の１度もさらに高温になるが、プロパンを吹込
んだ場合における羽口８のマツシュルーム６の挙動はほ
ぼ高炭域での挙動゛と同様の傾向を示すが高温であるた
め、マツシュルームの隆起の高さは第６図に０が０．８
ｓを超える高炭域の場合を掲げたところよりも、全体的
に小さくなる。Ｃが０．８嘩未満の低炭域マツシュルー
ムの動向を示す第７図の結果から、低炭域では高炭域と
同等のマツシュルーム晶さにするには・プロパン比率を
１０％近く程度まで上げても良いようであるが第６図に
ついてさきに触れたように脱炭反応が着しく阻害されて
目標とする０、０４〜０．０６鳴０を得るには困峻とな
るうえ、Ｏｒロスの増加、吹錬時間の延長となって得策
とは云えない０以上のことから脱炭精錬期を通じてプロ
パンの比率は羽口吹込〜酸素流量の３〜８９６程度が適
当であることが明確となったわけである。
の場合と比較してまずｆｇ−濃度が１７００°Ｃ以Ｅの
ように甚だ高温になるうえ、Ｏｒの酸化が顕著となって
羽目付近の１度もさらに高温になるが、プロパンを吹込
んだ場合における羽口８のマツシュルーム６の挙動はほ
ぼ高炭域での挙動゛と同様の傾向を示すが高温であるた
め、マツシュルームの隆起の高さは第６図に０が０．８
ｓを超える高炭域の場合を掲げたところよりも、全体的
に小さくなる。Ｃが０．８嘩未満の低炭域マツシュルー
ムの動向を示す第７図の結果から、低炭域では高炭域と
同等のマツシュルーム晶さにするには・プロパン比率を
１０％近く程度まで上げても良いようであるが第６図に
ついてさきに触れたように脱炭反応が着しく阻害されて
目標とする０、０４〜０．０６鳴０を得るには困峻とな
るうえ、Ｏｒロスの増加、吹錬時間の延長となって得策
とは云えない０以上のことから脱炭精錬期を通じてプロ
パンの比率は羽口吹込〜酸素流量の３〜８９６程度が適
当であることが明確となったわけである。
脱炭精錬に引続く還元、脱硫反応のニーにおいては当然
Ｎ、またはＡｒガスを用いて鋼浴攪拌を行う。
Ｎ、またはＡｒガスを用いて鋼浴攪拌を行う。
この場合には溶鋼組成はすでにほぼ製品の成分に近い状
態であるのでプロパンを吹込む場合には０ピツクアツプ
を考慮しなければならない。すなわち還元・脱硫の工程
で羽口を保−するため多量のプロパンを吹込む場合には
、その分だけ脱炭工程で浴＃０をより吹き下げておく必
要がある。
態であるのでプロパンを吹込む場合には０ピツクアツプ
を考慮しなければならない。すなわち還元・脱硫の工程
で羽口を保−するため多量のプロパンを吹込む場合には
、その分だけ脱炭工程で浴＃０をより吹き下げておく必
要がある。
しかしながらステンレス鋼の低炭域、とくに０が０．０
５１未満にあ′〕では第ａｖＪにつきさきに示したよう
に脱炭反応に比し脱ｐｒ反応がはげしくおこり、０の吹
き下げにはＣｒの還元剤であるＦ６−８１合金の急増を
まねくこととなる。
５１未満にあ′〕では第ａｖＪにつきさきに示したよう
に脱炭反応に比し脱ｐｒ反応がはげしくおこり、０の吹
き下げにはＣｒの還元剤であるＦ６−８１合金の急増を
まねくこととなる。
従って還元期におけるプロパンの吹込みのポイントは、
少量のプロパンで必要な羽口の保−を達することにある
。
少量のプロパンで必要な羽口の保−を達することにある
。
第８図には、還元期の全プロパン使用量とＣピツクアッ
プの関係を求めた結果について示す。
プの関係を求めた結果について示す。
図より爾几期にスラグ中の酸化物とＯが反応して若干の
脱炭反応が起こってはいるののの、グラフの勾配よりす
ると９５〜ｌ （ｌ ｌ） 憾でプロパン中の０が、＠
叙されている。ついで還元期の不活性ガス謔鰍に対する
プロパン比率と還元期羽口溶損量の関係を関ぺた結果ｔ
−＠９図に示す。
脱炭反応が起こってはいるののの、グラフの勾配よりす
ると９５〜ｌ （ｌ ｌ） 憾でプロパン中の０が、＠
叙されている。ついで還元期の不活性ガス謔鰍に対する
プロパン比率と還元期羽口溶損量の関係を関ぺた結果ｔ
−＠９図に示す。
還元期においては少鰍のプロパンであっても非常Ｇこそ
の効果は大きく、一方プロパン比率を大きくしてゆくと
マツシュルー４の成長が大きくなりすぎ外管が閉塞気味
となって次回吹錬時に外管よりガスが流れ―〈なったり
、各羽目間でのガス流源のバラツキが大きくなって安定
した冷却効果が得られなくなる。
の効果は大きく、一方プロパン比率を大きくしてゆくと
マツシュルー４の成長が大きくなりすぎ外管が閉塞気味
となって次回吹錬時に外管よりガスが流れ―〈なったり
、各羽目間でのガス流源のバラツキが大きくなって安定
した冷却効果が得られなくなる。
ここに還元期における不活性ガスは、はぼ０．８〜１１
．６ Ｎｍ”／ａ＋１ｎ−ｔｏｎ 程度会費てまた６〜
ｌＯ分程度の処理を行うことから還元処理時間に対する
使用プロパン比率と０ピツクアツプの関係は、第１Ｏ図
のようになり、ここでステンレス−の代表的＃１檜であ
る８Ｕ８８０４．４８０ではＣを０．０４〜０．０６％
に連中させる必要があるからプロパンによる０ピツクア
ツプをせいぜいｏ、ｏｇｓｍ度にとどめる必要があり、
また羽口閉塞およびＣピックアップによる０不良品発生
の防止、Ｃｒ吹きＦげによるＦｅ −８１合金の上昇の
防止などの観点から、還元期のプロパン吹込み比率は不
活性ガスの０．５〜６憾が適していることがｉｍｇされ
たのである。
．６ Ｎｍ”／ａ＋１ｎ−ｔｏｎ 程度会費てまた６〜
ｌＯ分程度の処理を行うことから還元処理時間に対する
使用プロパン比率と０ピツクアツプの関係は、第１Ｏ図
のようになり、ここでステンレス−の代表的＃１檜であ
る８Ｕ８８０４．４８０ではＣを０．０４〜０．０６％
に連中させる必要があるからプロパンによる０ピツクア
ツプをせいぜいｏ、ｏｇｓｍ度にとどめる必要があり、
また羽口閉塞およびＣピックアップによる０不良品発生
の防止、Ｃｒ吹きＦげによるＦｅ −８１合金の上昇の
防止などの観点から、還元期のプロパン吹込み比率は不
活性ガスの０．５〜６憾が適していることがｉｍｇされ
たのである。
以上のようなプロパン比率でステンレス鋼を溶製するこ
とによって従来よりも着しく精錬容器のボトム寿命の延
長をはかることができた。
とによって従来よりも着しく精錬容器のボトム寿命の延
長をはかることができた。
この発明により有効に羽口ｆＩＩ損速度は減少した。
なお羽目冷却ガスとしてプロパンを用いた例について説
明をしたが、高温富囲気で吸熱して分解する性質を考え
ればプログンに限らず炭化水素ガスが一般に適用できる
。
明をしたが、高温富囲気で吸熱して分解する性質を考え
ればプログンに限らず炭化水素ガスが一般に適用できる
。
この発明に従って、二菖管羽目７本を炉底に配列し、か
つ上吹きランスを併用Ｔる炉容８５トンの複合吹錬転炉
を用いて表８に化学成分、１度を示すステンレス粗浴−
に、表１の条件でＦｔＯ分関にわたる吹錬を行った結果
について、吹止めおよび出鋼各時点の成績を表８にあわ
せ掲げたＯ還元脱硫処理時間は、８分間でこのとき０ピ
ツクアツプはｏ、ｏｏａ−の僅少にとどめられた。
つ上吹きランスを併用Ｔる炉容８５トンの複合吹錬転炉
を用いて表８に化学成分、１度を示すステンレス粗浴−
に、表１の条件でＦｔＯ分関にわたる吹錬を行った結果
について、吹止めおよび出鋼各時点の成績を表８にあわ
せ掲げたＯ還元脱硫処理時間は、８分間でこのとき０ピ
ツクアツプはｏ、ｏｏａ−の僅少にとどめられた。
次に底吹き機能を同等に具備するのみの転炉を精錬容器
として褒３に掲げたのと同様な粗溶鋼を表６の吹錬条件
でステンレス鋼の溶製を行い表５のプロパン吹込みをし
なかった場合と比べたチャージ当りの羽口溶損量のヒス
トグラムを第１１図に示した。
として褒３に掲げたのと同様な粗溶鋼を表６の吹錬条件
でステンレス鋼の溶製を行い表５のプロパン吹込みをし
なかった場合と比べたチャージ当りの羽口溶損量のヒス
トグラムを第１１図に示した。
表 ６
以上のべたようにしてこの発明は、備がなＣピックアツ
プ量の下に有効な炉底寿命の延長をはかることができる
。
プ量の下に有効な炉底寿命の延長をはかることができる
。
第１図（ａｌ 、 ｔ＋は複合精錬炉の模式図と要部断
面図１ 第８図はステンレス鋼４１Ｋにおける０とＯｒの挙動を
示すグラフ、 第３図はプロパンの使用比率毎に吹錬全省素量に対する
０濃度の挙動を示すグラフ、 第４図はプロパン使用有無による００．８〜０．５鳴付
近でのｃｒロス量の比較グラフ、 ＄Ｓ図（ａ）、■）はプロパン使用時に底吹き羽目に生
じるマツシュルームと、冷却不充分により生じシュルー
ム高さとのｅ４係グ５ｙ、 第７図４００．８％未満の低炭酸におけるプロパン比率
とマツシュルーム高さとの関係グラフ、第Ｓ図は還元期
の全プロパン使用量と０ピツクアツプの関係グラフ、 第９図は１元期の不活性ガス流量に対するプロパン比率
と還元期の羽口溶損量との関係グラフ、第１０図は還元
期処理時間に対する使用プロパン比率と０ピツクアツプ
の関係グラフ１第１１図はプロパン使用有無によるチャ
ージ当り羽口溶損量の比較ヒストグラムである。 特許出願人 川崎製鉄株式会社 第」図 （ａ） ど 第２図 ０％ 第３図 第４図 （０％）ｋｌＯ’ 第Ｓ図 ｆ１元１１４ｔｒｋゾロＩＹンＲ期 ｒルＷ／ｃ４ノ第
９図 還元期のＩ□：ｔＩＩＦ５むｔ１ｔＮｔ凌冷イ４を牢第
用図 第置璽図
面図１ 第８図はステンレス鋼４１Ｋにおける０とＯｒの挙動を
示すグラフ、 第３図はプロパンの使用比率毎に吹錬全省素量に対する
０濃度の挙動を示すグラフ、 第４図はプロパン使用有無による００．８〜０．５鳴付
近でのｃｒロス量の比較グラフ、 ＄Ｓ図（ａ）、■）はプロパン使用時に底吹き羽目に生
じるマツシュルームと、冷却不充分により生じシュルー
ム高さとのｅ４係グ５ｙ、 第７図４００．８％未満の低炭酸におけるプロパン比率
とマツシュルーム高さとの関係グラフ、第Ｓ図は還元期
の全プロパン使用量と０ピツクアツプの関係グラフ、 第９図は１元期の不活性ガス流量に対するプロパン比率
と還元期の羽口溶損量との関係グラフ、第１０図は還元
期処理時間に対する使用プロパン比率と０ピツクアツプ
の関係グラフ１第１１図はプロパン使用有無によるチャ
ージ当り羽口溶損量の比較ヒストグラムである。 特許出願人 川崎製鉄株式会社 第」図 （ａ） ど 第２図 ０％ 第３図 第４図 （０％）ｋｌＯ’ 第Ｓ図 ｆ１元１１４ｔｒｋゾロＩＹンＲ期 ｒルＷ／ｃ４ノ第
９図 還元期のＩ□：ｔＩＩＦ５むｔ１ｔＮｔ凌冷イ４を牢第
用図 第置璽図
Claims (1)
- Ｌ 内外二重管状の羽目を有する精錬容器からなり、該
容器内につくろうとするステンレス−の組成に対応した
原料溶融金属を仕込んで羽目を通し、溶融金属の浴中に
酸素と不活性ガスとの混合になる精錬ガスの吹込みを行
う底吹き転炉、または該転炉の炉口から炉内に吊下した
ランスにより浴融金属の浴面に向う酸素気流の吹付けを
加える上、底吹き併用転炉で、ステンレス鋼の廖素精錬
を行うに際して、酸素による脱炭吹錬期にあっては、浴
中酸素吹込み流量の２〜８％の比率で、脱炭吹錬期に引
き続く還元処理過程中は全不活性ガス吹込み流量の０．
６〜５憾の比率において炭化氷菓ガスを羽口外管から浴
中へ放出させることからなるステンレス鋼の溶製方法。
Priority Applications (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3008382A JPS58147509A (ja) | 1982-02-26 | 1982-02-26 | ステンレス鋼の溶製方法 |
Applications Claiming Priority (1)
| Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
|---|---|---|---|
| JP3008382A JPS58147509A (ja) | 1982-02-26 | 1982-02-26 | ステンレス鋼の溶製方法 |
Publications (2)
| Publication Number | Publication Date |
|---|---|
| JPS58147509A true JPS58147509A (ja) | 1983-09-02 |
| JPS6156288B2 JPS6156288B2 (ja) | 1986-12-02 |
Family
ID=12293896
Family Applications (1)
| Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
|---|---|---|---|
| JP3008382A Granted JPS58147509A (ja) | 1982-02-26 | 1982-02-26 | ステンレス鋼の溶製方法 |
Country Status (1)
| Country | Link |
|---|---|
| JP (1) | JPS58147509A (ja) |
Cited By (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| WO2022249798A1 (ja) * | 2021-05-26 | 2022-12-01 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 溶鉄の精錬方法 |
Citations (2)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US3706549A (en) * | 1968-02-24 | 1972-12-19 | Maximilianshuette Eisenwerk | Method for refining pig-iron into steel |
| US4001012A (en) * | 1973-11-28 | 1977-01-04 | United States Steel Corporation | Method of producing stainless steel |
-
1982
- 1982-02-26 JP JP3008382A patent/JPS58147509A/ja active Granted
Patent Citations (2)
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| WO2022249798A1 (ja) * | 2021-05-26 | 2022-12-01 | Ｊｆｅスチール株式会社 | 溶鉄の精錬方法 |
| JPWO2022249798A1 (ja) * | 2021-05-26 | 2022-12-01 |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| JPS6156288B2 (ja) | 1986-12-02 |
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